聚能戰(zhàn)斗部動(dòng)態(tài)侵徹毀傷效應(yīng)數(shù)值模擬

張雪朋，吉 慶，伊建亞，尹建平

(中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 太原 030051)

1 引言

當(dāng)今各軍事強(qiáng)國(guó)空中打擊技術(shù)突飛猛進(jìn)，正朝著信息化、隱身化和無(wú)人化等方向發(fā)展，空中兵器對(duì)地攻擊的精確性、毀傷效能越來(lái)越高，導(dǎo)彈核攻擊、飛機(jī)導(dǎo)彈合成攻擊、遠(yuǎn)程精確打擊等多方面多樣化攻擊方式讓信息化戰(zhàn)場(chǎng)撲朔迷離，戰(zhàn)場(chǎng)的嚴(yán)峻形式對(duì)防空反導(dǎo)武器提出了緊迫的要求。在近程反導(dǎo)中，利用防空反導(dǎo)武器擊中并引爆來(lái)襲導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部是最為有效的反導(dǎo)方式，引爆導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部主要?dú)衅破⒕勰苌淞骱捅ǔ尚蛷椡?EFP)等3種形式，隨著精確制導(dǎo)彈藥和空中目標(biāo)防御裝甲的厚度和強(qiáng)度進(jìn)一步提升，破片和EFP的毀傷能力則略顯不足，而聚能射流以低炸高、大穿深為主要特點(diǎn)被應(yīng)用到反導(dǎo)武器戰(zhàn)斗部中。

目前，針對(duì)聚能射流沖擊起爆屏蔽裝藥已經(jīng)進(jìn)行了大量研究，炸藥的沖擊起爆機(jī)理也較為成熟，但目前大都是描述聚能射流對(duì)裸炸藥或者有限厚度帶殼裝藥沖擊起爆行為，以及射流對(duì)大壁厚移動(dòng)靶板的侵徹研究，而針對(duì)動(dòng)態(tài)條件下聚能射流侵徹屏蔽裝藥的研究鮮有報(bào)道。因此，本文采用數(shù)值仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，對(duì)聚能戰(zhàn)斗部動(dòng)態(tài)侵徹屏蔽裝藥進(jìn)行了數(shù)值模擬，使用正交優(yōu)化法獲得了聚能射流對(duì)不同速度導(dǎo)彈模型的沖擊起爆臨界壁厚和炸藥起爆閾值，研究結(jié)果可為反導(dǎo)武器設(shè)計(jì)提供一定數(shù)據(jù)支撐。

2 數(shù)值模擬

2.1 等效模型和材料參數(shù)

來(lái)襲導(dǎo)彈的特點(diǎn)是其口徑比較大，圓柱部裝藥相對(duì)較長(zhǎng)，壁厚均勻且相對(duì)較薄，因此，選取導(dǎo)彈的圓柱部為侵徹目標(biāo)，由于射流頭部直徑一般為2 mm左右，遠(yuǎn)小于來(lái)襲導(dǎo)彈的直徑，而且聚能射流對(duì)目標(biāo)的侵徹時(shí)間基本在300 μs以內(nèi)，因此將導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部表面等效為無(wú)限大平面，如圖1所示，根據(jù)等效模型建立有限元模型。

圖1 等效模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the equivalent process of the model

采用有限元仿真軟件ANSYS/LS-DYNA建立聚能射流侵徹靶板的三維有限元模型，數(shù)值模型為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，建立1/2模型，如圖2所示。其中，炸藥、藥型罩、殼體和空氣之間采用歐拉共節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格，靶板采用拉格朗日網(wǎng)格。靶板和空氣之間采用任意拉格朗日-歐拉(ALE)流固體耦合算法進(jìn)行數(shù)值模擬。同時(shí)，為了確保計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)空氣域設(shè)置無(wú)反射邊界約束，單位制使用cm-g-μs-Mbar。

圖2 有限元模型示意圖Fig.2 Finite element model

材料本構(gòu)模型和狀態(tài)方程為：炸藥選用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，狀態(tài)方程為JWL。藥型罩和靶板采用MAT_JOHNSON_COOK模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程。有關(guān)材料模型和狀態(tài)方程具體參數(shù)見表1和表2。

表1 8701炸藥本構(gòu)模型參數(shù)Table 1 Parameters of constitutive model of 8701 explosive

表2 紫銅和45#鋼材料模型與狀態(tài)方程參數(shù)Table 2 Copper and 45# steel material model and state equation parameters

2.2 聚能射流動(dòng)態(tài)侵徹典型過(guò)程

聚能射流動(dòng)態(tài)侵徹典型過(guò)程如圖3所示，從圖3中可以看出,運(yùn)動(dòng)靶板對(duì)射流的影響主要表現(xiàn)在其對(duì)射流的橫向擾動(dòng)作用，使射流頭部發(fā)生彎曲和失穩(wěn)現(xiàn)象，從而使射流的侵徹效果降低。射流在30 μs時(shí)開始侵徹靶板，30～50 μs為射流侵徹的初始階段，此階段射流杵體還未對(duì)靶板進(jìn)行作用，且在初始侵徹階段，由于射流頭部速度較高，射流頭部彎曲變形也就較小，但是靶板對(duì)射流頭部速度的影響較大，導(dǎo)致射流頭部速度急速下降；50～70 μs杵體開始作用于靶板，但由于杵體的速度較低，可以看出對(duì)移動(dòng)靶板的穿深并無(wú)較大的作用，絕大部分能量都用來(lái)增大侵徹孔徑；90 μs以后可以看出射流發(fā)生明顯的彎曲變形，速度也繼續(xù)下降，侵徹能力變?nèi)?，說(shuō)明在此階段靶板的橫向擾動(dòng)對(duì)射流有較大的作用，但在此階段射流主體還未斷裂，僅發(fā)生因靶板的移動(dòng)作用產(chǎn)生的剝落現(xiàn)象；130 μs時(shí)射流穿透靶板接觸到炸藥，此時(shí)射流頭部速度為1 453 m/s，由于侵徹孔徑的變大，射流在侵徹通道發(fā)生漂移和斷裂。從圖3中還可以看出，射流不僅在軸向擊穿了靶板，而且射流還在侵徹孔的側(cè)壁將靶板切割成不規(guī)則的類槽形孔形，該類槽形孔徑的入口口徑為61.3 mm，底部口徑為13.8 mm，在這個(gè)侵徹運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，射流的能量消耗較侵徹靜止目標(biāo)要嚴(yán)重得多。

圖3 聚能射流動(dòng)態(tài)侵徹典型過(guò)程示意圖Fig.3 Typical process of dynamic penetration of shaped charge jet

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果

采用正交優(yōu)化方法，對(duì)聚能戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬，數(shù)值模擬結(jié)果表明：當(dāng)聚能戰(zhàn)斗部藥型罩錐角=48°，壁厚=2 mm時(shí)，射流在1倍炸高下具有較強(qiáng)的侵徹能力。利用升降法分別計(jì)算導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部速度=0 m/s、450 m/s時(shí)，聚能射流沖擊起爆屏蔽B炸藥的臨界起爆厚度。殼體厚度初始值設(shè)置為100 mm，通過(guò)改變計(jì)算步長(zhǎng)的大小來(lái)獲取臨界引爆殼體厚度，如果炸藥被引爆，則=+，反之則有=-，的大小根據(jù)上次計(jì)算結(jié)果來(lái)確定。計(jì)算相關(guān)參數(shù)和炸藥響應(yīng)如表3所示。

表3 相關(guān)參數(shù)和炸藥響應(yīng)Table 3 Relevant parameters and explosive response

根據(jù)M.Held基于坑底的駐點(diǎn)壓力定義高能炸藥起爆閾值判據(jù)，進(jìn)行了B炸藥臨界起爆閾值的標(biāo)定，判據(jù)具體形式為：

(1)

式(1)中:為射流沖擊起爆炸藥的臨界起爆閾值，mm·μs；為臨界速度,mm·μs；和分別為炸藥和射流的密度，g·cm。

由表3可知，=0 m/s時(shí)，臨界引爆厚度為170 mm，臨界速度為3 035 m/s，臨界起爆閾值為34.54 mm·μs;=450 m/s時(shí)，臨界引爆厚度為83 mm，臨界速度為3 396 m/s，臨界起爆閾值為24.45 mm·μs。與文獻(xiàn)[18]試驗(yàn)結(jié)果比較，差異較大，原因是在1倍炸高下射流還未完全伸展，導(dǎo)致頭部直徑要比完全伸展開的射流頭部直徑大2倍左右，因此的值與文獻(xiàn)[18]試驗(yàn)結(jié)果有所差異。

圖4為臨界壁厚時(shí)B炸藥的沖擊起爆過(guò)程以及靶板損傷情況。=450 m/s時(shí)，射流對(duì)靶板的侵徹過(guò)程可以視為2個(gè)階段：第1個(gè)階段是射流頭部對(duì)靶板的穿深作用，第2個(gè)階段是杵體對(duì)靶板的擴(kuò)孔作用。

圖4 臨界壁厚時(shí)B炸藥的沖擊起爆過(guò)程以及靶板損傷情況示意圖Fig.4 Impact initiation process and target damage of B explosive at critical wall thickness

射流在40 μs時(shí)開始侵徹靶板，此階段射流杵體還未對(duì)靶板進(jìn)行作用，初始侵徹階段射流頭部速度較高，在7 000 m/s左右，射流頭部彎曲變形也就較小，但是靶板對(duì)射流頭部速度的影響較大，導(dǎo)致射流頭部速度急速下降，70 μs射流穿透靶板，開始作用與炸藥，直到90 μs時(shí)炸藥完全爆轟。此后射流杵體開始作用于靶板，但由于杵體的速度較低，僅有1 469 m/s，可以看出對(duì)移動(dòng)靶板的穿深并無(wú)較大的作用，絕大部分能量都用來(lái)增大侵徹孔徑。

運(yùn)動(dòng)靶板對(duì)射流的影響主要表現(xiàn)在其對(duì)射流的橫向擾動(dòng)作用上，靶板的運(yùn)動(dòng)會(huì)造成射流頭部發(fā)生彎曲和失穩(wěn)現(xiàn)象，從而使射流的侵徹效果降低。從射流對(duì)靶板的最終毀傷效果來(lái)看，靶板靜止時(shí)射流在靶板軸線方向形成較為規(guī)則的圓孔，而動(dòng)侵徹時(shí)，靶板的運(yùn)動(dòng)速度對(duì)射流侵徹造成的干擾主要體現(xiàn)在靶板相對(duì)射流橫向運(yùn)動(dòng)所帶來(lái)剪切力矩的影響，造成射流與侵徹孔壁不斷碰撞，從而形成縱向剪切孔。

射流侵徹厚殼裝藥時(shí)，情況比較復(fù)雜，射流首先撞擊裝藥殼體，在殼體中產(chǎn)生一定強(qiáng)度和一定平面范圍的沖擊波，沖擊波在殼體中傳播，受側(cè)向稀疏波和殼體作用產(chǎn)生了衰減，使沖擊波壓力減小。因此，射流沖擊起爆后殼體裝藥主要有2種形式：其一是沖擊波速度較大，受擾動(dòng)衰減較小，先于射流到達(dá)裝藥表面，炸藥直接被沖擊波引爆；其二是到達(dá)炸藥表面沖擊波衰減較大，無(wú)法引爆炸藥，隨著侵徹的繼續(xù)，剩余射流及殼體崩落物到達(dá)炸藥表面，這時(shí)就要依靠剩余射流及殼體崩落物引爆炸藥。

圖5為通過(guò)數(shù)值仿真計(jì)算得到的射流沖擊點(diǎn)壓力隨時(shí)間變化曲線，由圖5可以看出，在射流到達(dá)炸藥表面之前，炸藥的內(nèi)部壓力并無(wú)明顯升高，射流在侵徹較厚殼體時(shí)幾乎沒(méi)有崩落物產(chǎn)生，因此推斷在本研究條件下，B炸藥的起爆機(jī)制應(yīng)為剩射流直接沖擊起爆。

圖5 聚能射流沖擊點(diǎn)炸藥壓力曲線Fig.5 Explosive pressure at shaped charge jet impact point

3 靜爆試驗(yàn)

3.1 靜爆數(shù)值仿真

目前模擬動(dòng)態(tài)彈目交會(huì)條件的方法之一是用火箭橇進(jìn)行模擬試驗(yàn)，但火箭橇試驗(yàn)，一是周期長(zhǎng)、二是費(fèi)用高，因此為了證實(shí)動(dòng)態(tài)條件下聚能射流侵徹毀傷威力的真實(shí)性，采用靜態(tài)試驗(yàn)，在仿真模型、網(wǎng)格質(zhì)量、仿真方法等不變的前提下，開展聚能戰(zhàn)斗部靜態(tài)侵徹?cái)?shù)值仿真，并結(jié)合靜態(tài)試驗(yàn)結(jié)果，從而驗(yàn)證動(dòng)態(tài)條件下數(shù)值仿真結(jié)果的正確性。

圖6為聚能射流靜態(tài)侵徹靶板過(guò)程(=48°，=2 mm)。

圖6 聚能射流侵徹靶板過(guò)程示意圖Fig.6 The process of shaped charge jet penetrating the target plate

由圖6可以看出，聚能裝藥起爆33 μs后，射流開始侵徹靶板，此時(shí)射流頭部速度為6 960 m/s，此階段屬于開坑階段，特點(diǎn)為射流頭部與靶板高速撞擊，并在靶板表面形成塑性變形區(qū)和高溫高壓區(qū)，對(duì)靶板內(nèi)部形成較強(qiáng)的沖擊波。隨著射流的繼續(xù)侵徹，到84 μs時(shí)有效射流全部進(jìn)入靶板內(nèi)部，此時(shí)射流頭部受到高溫高壓和磨蝕的共同作用，射流頭部出現(xiàn)被剝落的現(xiàn)象，導(dǎo)致射流有效質(zhì)量在不斷減小。177 μs時(shí)射流的尾部開始撞擊靶板，此時(shí)射流頭部速度為2 030 m/s，尾部速度為759 m/s，過(guò)大的速度差導(dǎo)致射流出現(xiàn)了斷裂的現(xiàn)象，此階段射流頭部繼續(xù)對(duì)靶板進(jìn)行侵徹，射流尾部速度較低，雖不能進(jìn)一步破甲，卻能擴(kuò)大侵徹孔徑，此部分在后續(xù)射流的推動(dòng)下，向四周擴(kuò)張并最終附著在孔壁上，到350 μs時(shí)，射流頭部速度基本為0，侵徹終止。

3.2 靜破甲試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)中所采用的裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)與數(shù)值模擬完全一致，聚能射流侵徹鋼靶試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖7所示。試驗(yàn)裝置由雷管、聚能戰(zhàn)斗部、測(cè)速裝置和鋼靶組成，其中測(cè)速裝置用來(lái)測(cè)試射流的觸靶速度，厚度為68 mm(1倍裝藥口徑)。鋼靶的直徑為120 mm、厚度為500 mm、結(jié)構(gòu)為300 mm+4×50 mm，放置順序如圖7所示，由上到下分別記為靶板1-5。

圖7 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置Fig.7 Test site layout

試驗(yàn)時(shí)聚能裝藥放在測(cè)速裝置中心點(diǎn)位置，將8#導(dǎo)爆管使用絕緣膠帶固定在導(dǎo)爆索一端并固定，起爆時(shí)使用起爆器引爆導(dǎo)爆管雷管，繼而引爆聚能裝藥。選取3次平行試驗(yàn)中的一組進(jìn)行對(duì)比分析，典型試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示，其中Fa、Fb和Fc分別對(duì)應(yīng)第1層和第2層靶板的侵徹入口、出口，F(xiàn)d為第2層靶板的剖面圖，后面數(shù)字表示試驗(yàn)編號(hào)。

圖8 典型試驗(yàn)結(jié)果圖Fig.8 Typical test results

試驗(yàn)后，通過(guò)測(cè)量穿透鋼靶的深度和穿孔直徑來(lái)判斷在不同藥型罩結(jié)構(gòu)下聚能射流的破甲性能，數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示，從圖9中可以看出，無(wú)論是侵徹穿深還是孔徑，數(shù)值模擬的結(jié)果都要比試驗(yàn)大一些，這是因?yàn)閿?shù)值模擬均為理想情況，而試驗(yàn)過(guò)程中的各種因素都會(huì)對(duì)結(jié)果造成誤差，計(jì)算得到數(shù)值模擬與試驗(yàn)測(cè)試中射流平均觸靶速度誤差為3.03%，平均侵徹深度誤差為4.95%，誤差相對(duì)較小，驗(yàn)證了數(shù)值仿真模型的正確性。

圖9 數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果曲線Fig.9 Comparison between numerical simulation and experiment

4 結(jié)論

1) 在攔截空中導(dǎo)彈時(shí)，聚能射流在低倍炸高下兼?zhèn)潇o態(tài)穿深和抗靶板切割的能力，因此通過(guò)數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)當(dāng)=48°，=2 mm時(shí)，射流在1倍炸高下具有較高的頭部速度和較強(qiáng)的侵徹能力，滿足反空襲戰(zhàn)斗部的要求，并通過(guò)試驗(yàn)證明了仿真的正確性。

2) 動(dòng)破甲仿真結(jié)果表明，導(dǎo)彈速度對(duì)射流接觸炸時(shí)的頭部直徑有較大的影響，當(dāng)從0增加到450 m/s時(shí)，射流頭部直徑減小43.9%，導(dǎo)致同等條件下引爆帶殼裝藥需要更高的射流頭部速度。

3) 利用正交優(yōu)化法獲得了聚能射流對(duì)不同速度導(dǎo)彈模型的沖擊起爆臨界壁厚和炸藥起爆閾值，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：=0 m/s時(shí)，臨界引爆厚度為170 mm，臨界速度為3 035 m/s，臨界起爆閾值為34.54 mm·μs;=450 m/s時(shí)，臨界引爆厚度為83 mm，臨界速度為3 396 m/s，臨界起爆閾值為24.45 mm·μs。